OPEN ACCESS Journal of Korean Tunnelling and Underground Space Association 20(3)625-639(2018)
https://doi.org/10.9711/KTAJ.2018.20.3.625
eISSN: 2287-4747 pISSN: 2233-8292
Received March 8, 2018 Revised April 17, 2018 Accepted April 30, 2018
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Copyright ⓒ2018, Korean Tunnelling and Underground Space Association
지보재 응력특성에 관한 연구
문경선
1ㆍ서윤식
2ㆍ강시온
3ㆍ김상환
4*1
정회원, 하경엔지니어링 상무
2
비회원, 한국철도시설공단 부장
3
비회원, 삼보기술단 지반사업본부
4
정회원, 호서대학교 토목공학과 교수
A study on the characteristics of tunnel deformation and support system according to tunnel portal reinforcement method
Kyoung-Sun Moon
1ㆍYoon-Sic Seo
2ㆍSi-On Kang
3ㆍSang-Hwan Kim
4*1
Director, Hakyung Engineering Co., Ltd.
2
General Manager, Korea Rail Network Authority
3
Engineer, SAMBO Engineering Co., Ltd.
4
Professor, Dept. of Civil Engineering, Hoseo University
*Corresponding Author : Sang-Hwan Kim, [email protected]
Abstract
This study is about the reinforcing type of reinforcement method which is reinforced in tunnel portal of tunnel with bad ground condition. Generally, it is known that the horizontal reinforcement method is more effective than the conventional reinforcement method. However, as a limitation of the tunnel construction technology, it is being constructed by the superposition reinforcement method. In recent years, high-strength large-diameter steel pipes and horizontally oriented longitudes (L = 30.0~50.0 m) construction technology have been developed. Therefore, it is required to study reinforcement method of tunnel portal reinforcement method. Therefore, 3-D numerical analysis (Midas GTS NX 3D) was performed by setting the reinforcement method (No reinforcement type, overlap reinforcement type and horizontal reinforcement type) and ground condition as parameters. As a result, it was considered that the reinforcement effect was the largest as the horizontal reinforcement type of the reinforcement method was the smallest in the displacement and the support material stress. Based on the results of the numerical analysis, horizontal steel pipe grouting was applied to the actual tunnel site. The displacement of the tunnel portal and the stress of the support material occurred within the allowable values and were considered to ensure sufficient stability.
Keywords: Tunnel portal, Tunnel portal reinforcement, Tunnel deformation,
Stress of supports
초 록
본 연구는 터널 갱구부의 복잡하고 다양한 지형조건과 공학적인 강도특성이 불량한 토사 및 풍화암이 깊은 심도로 분포 하는 조건에 대하여 터널 굴착 중 안정성확보를 위하여 보강되는 보조공법의 보강방법에 관한 논문이다. 기존 터널 갱구 부 보조공법(강관보강 그라우팅, Ø60.5 mm, Ø114.3 mm)은 장심도 수평시공이 곤란하여 중첩보강 조건으로 시공되고 있다. 근래, 고강성의 대구경 강관 및 수평방향 장심도(L = 30.0~50.0 m) 시공기술이 개발됨에 따라, 터널 갱구부의 지 층 및 지반조건에서 보조공법의 보강방법에 대한 공학적인 검토를 수행하여 효과적인 보강방법의 평가가 필요한 상황 이다. 따라서 터널 보조공법 무보강 조건, 기존 중첩보강 조건 및 수평보강 조건과 터널 갱구부의 지반조건을 매개변수로 하여 3차원 연속체 수치해석(Midas GTS NX 3D)을 수행하여 보강효과를 검토한 결과, 보조공법 수평보강조건이 변위 (천단침하 및 내공변위) 및 지보재 응력이 가장 작게 발생됨에 따라, 보강효과가 가장 큰 것으로 검토되었다. 본 연구 결 과를 토대로, 터널 갱구부 현장에 장심도 대구경 강관 수평보강 그라우팅을 설계 및 시공한 결과, 터널 갱구부 변위 및 지 보재 응력은 허용값 이내에서 발생되어 충분한 안정성이 확보되는 것으로 검토되었다. 또한, 터널 갱구부의 지반굴착을 최소화함에 따라, 친환경적인 터널 갱구부 형성이 가능한 것으로 파악되었다.
주요어: 터널 갱구부, 갱구부 보강, 터널 변형, 지보재 응력
1. 서 론
일반적으로 도로, 철도, 지하철, 수로 및 통신구와 같은 사용목적과 지형적인 특성을 고려하여 터널의 평면 및 종단선형이 계획되며, 터널 입 ․ 출입 갱구부는 계획된 종단선형에 터널 갱구부의 지형, 지반 및 토피조건을 종합 적으로 고려하여 안정성 확보가 용이한 위치에 형성시킨다.
터널은 개착구조물(개착터널 및 갱문), 터널 갱구부 및 터널 일반부로 구분하며, 전체 터널구간 중에서 터널 갱 구부는 지반조건이 불량하고 지반아칭효과를 크게 기대할 수 없기 때문에 터널의 구조적 안정성 확보가 가장 어 려운 위치로 평가되어, 국내설계기준(Ministry of Construction and Transportation, 2007)에 따르면 터널 길이방 향으로 터널직경(D)의 1.0~2.0배 영역 및 1.5D 이하의 토피고(H) 영역을 터널 갱구부로 규정하여 적극적인 보강 대책을 적용하여 안정성을 확보하도록 제시하고 있다(Fig. 1).
터널 갱구부는 불량한 지형 및 지반조건에 대한 안정성 확보를 위하여 터널 본선구간 대비 고강성의 지보패턴 및 보조공법을 적용하고 있다. 대표적인 터널 갱구부 보조공법은 강관보강 그라우팅이 적용되고 있으며, 터널 내 수평방향 장심도 강관설치가 어려운 기술적인 한계를 보완하기 위하여 중첩보강을 수행하고 있다(Fig. 2).
기존 강관보강 그라우팅 중첩보강은 계획된 종방향 설치간격(C.T.C (종) 4.0~6.0 m) 마다 터널막장을 세워야 하므로 시공성이 저하되고, 충분한 그라우팅 양생시간의 미확보, 강관 선단 우각부 지반탈락 및 불확실성이 큰 그 라우팅 보강효과로 터널 시공 중 충분한 안정성 확보가 곤란한 경우가 다수 발생된다.
이와 같은 기존 터널 갱구부 강관보강 그라우팅 중첩보강의 문제점은 최근 고강성 및 강관구경 확대(Ø165.2
mm, Ø216.3 mm) 와 터널 시공기술의 발달로 장심도 수평보강(L = 30.0~50.0 m)이 가능해진 강관보강 그라우팅
기술에 의하여 해결될 수 있으므로, 터널 갱구부 보강공법 적용방법에 따른 터널 변형 및 지보재 응력상태 변화에 대한 상세한 연구가 필요한 상황이다(Fig. 3).
따라서 본 연구에서는 터널 갱구부의 대표적인 보조공법인 강관보강 그라우팅의 보강방법조건(터널 보조공법 무보강 조건, 중첩보강 조건 및 수평보강 조건)과 일반적인 터널 갱구부의 지층분포 및 피복조건 두께를 매개변수 로 선정하여 3차원 연속체 수치해석(Midas GTS NX 3D)을 수행하였다. 또한, 상기 검토된 결과를 토대로 실제 터널현장에 장심도 수평보강 구조의 강관보강 그라우팅을 적용한 설계 및 시공기술에 대하여 검토하였다. 특히, 터널 갱구부에 대한 변위(천단침하 및 내공변위)와 지보재 응력변화에 대한 장기계측을 수행하여 설계에서 수행 된 수치해석 검토결과와 비교 ․ 분석하여 강관보강 그라우팅 장심도 수평보강조건의 보강효과를 검증하였다.
Fig. 1. Tunnel portal domain
Fig. 2. Application status of tunnel portal reinforcement
(a) Overlap reinforcement type (b) Horizontal reinforcement type Fig. 3. Application type of tunnel portal reinforcement method
2. 연구 범위 및 방법
2.1 검토조건 지보패턴
터널 갱구부에 적용되는 강관보강 그라우팅 보강구조에 따른 터널 보강효과를 파악하기 위하여 터널 보조공법 무보강 조건(CASE 1), 기존 중첩보강 조건(CASE 2) 및 수평보강 조건(CASE 3)에 대하여 3차원 연속체 수치해 석(MIDAS GTS NX 3D)을 수행하였다. 검토 터널단면 및 지보패턴은 철도터널 복선단면과 갱구부 지보패턴인 PD-6 을 수치해석에 모델링하였다.
Ha et al. (2008), Moon et al. (2012) 등의 연구에 의하면, 강지보는 터널 굴착 중 가설지보로 간주하여 안정성 검토 시 제외하는 것으로 인식되어 있으나, 불량한 지반조건, 저토피구간 및 터널 갱구부 등과 같이 터널의 아칭 효과(Arching Effect)를 크게 기대할 수 없을 경우, 실제 강지보는 숏크리트와 합성지보력을 발휘하여 터널의 안 정성을 확보하는데 매우 큰 역할을 담당하는 것으로 간주하여 숏크리트 및 강지보 합성지보력 적용방법에 대하 여 제안하였다. 이를 토대로 근래 실무에서도 다수 적용되어 터널의 안정성이 확보되는 전제조건에서 터널 지보 재를 최적화하고 있는 추세이다. 따라서 본 연구의 수치해석에 숏크리트와 강지보를 실제와 같이 모델링하여 각 각의 발생응력에 대한 안정성을 검토할 수 있도록 하였다.
또한, 터널 갱구부 지반에 보강되는 강관보강 그라우팅의 그라우팅 보강효과는 터널 갱구부 지반(흙) 및 암반 의 물리적 특성에 의하여 불확실성이 크고 실무에서 일반적으로 적용되는 등가 산정식에 의한 강관보강 그라우 팅 물성 값 산정에서 그라우팅 보강효과는 약 10.0%로 강관 보강효과(90.0%) 대비 낮은 수준이며, 실제 설계 주 입량 대비 현장 주입량이 현저히 작은 경우가 대부분이고 충분한 양생시간이 확보되지 못하는 사례가 다수 존재 함에 따라, 본 연구에서는 그라우팅에 의한 지반보강 효과는 배제한 상태에서 강관의 휨강성(E s ∙ I sr ) 만 수치해 석에 고려하여 강관의 설치구조에 따른 보강효과에 대하여 중점적으로 검토하였다.
강관 수평보강 조건에 적용되는 강관은 중첩보강 조건(Ø114.3 mm, 2열)의 휨강성 1,250 kN ․ m 2 과 동일한 강
관규격(Ø142.0 mm, 1열)을 적용하여 수치해석의 신뢰도를 확보하였다(Table 1).
Table 1. Review section and support pattern (PD-6)
Classification No reinforcement type Overlap reinforcement type Horizontal reinforcement type
Support pattern
Drilling method Top and bottom semi-split/
L = 1.0 m
Top and bottom semi-split/
L = 1.0 m
Top and bottom semi-split/
L = 1.0 m
Shotcrete 16.0 cm 16.0 cm 16.0 cm
Rock bolt L = 4.0 m, L*/T*: 1.0 m/1.2 m L = 4.0 m, L*/T*: 1.0 m/1.2 m L = 4.0 m, L*/T*: 1.0 m/1.2 m
Steel rib H-125/1.0 m H-125/1.0 m H-125/1.0 m
Tunnel reinforcement method
-
Steel pipe reinforcement grouting (2 overlap)
(Ø114.3 mm, T*0.5 m, L*6.0 m)
Steel pipe reinforcement grouting (Ø142.0 mm, T*0.5 m, Column 1)
L*/T*: Longitudinal/Transverse Steel pipe E
s∙I
sr= 1,250 kN ․ m
22.2 검토단면 및 지반 물성 값
수치해석에 적용된 지반 물성 값은 풍화토, 풍화암 및 연암의 대표성을 나타내는 범위의 값을 적용하였다 (Table 2). 또한, 강관보강 그라우팅의 보강방법(터널 보조공법 무보강 조건(CASE 1), 중첩보강 조건(CASE 2) 및 수평보강 조건(CASE 3))에 일반적인 터널 갱구부의 지층분포(풍화토 및 풍화암) 및 피복조건 두께(H = 0.25~
1.50D, D = 12.0 m) 를 매개변수로 선정하여 다음과 같은 검토단면을 설정하였다(Table 3).
Table 2. Design ground constant
Classification Unit weight (kN/m
3)
Cohesion (c, kPa)
Internal friction angle (Ø, °)
Deformation modulus (E, MPa)
Poisson’s ratio (ν)
coefficient of lateral earth pressure (K
0)
Weathered soil 19 15 30 49 0.31 0.5
Weathered rock 20 30 32 260 0.30 0.5
Soft rock 21 90 33 500 0.30 1.0
Table 3. Review section case
Classification No reinforcement type (CASE 1)
Overlap reinforcement type (CASE 2)
Horizontal reinforcement type (CASE 3)
Weathered rock
N0.25D-WR N0.50D-WR N0.75D-WR
N1.00D-WR N1.25D-WR N1.50D-WR
O0.25D-WR O0.50D-WR O0.75D-WR
O1.00D-WR O1.25D-WR O1.50D-WR
H0.25D-WR H0.50D-WR H0.75D-WR
H1.00D-WR H1.25D-WR H1.50D-WR
Weathered soil
N0.25D-WS N0.50D-WS N0.75D-WS
N1.00D-WS N1.25D-WS N1.50D-WS
O0.25D-WS O0.50D-WS O0.75D-WS
O1.00D-WS O1.25D-WS O1.50D-WS
H0.25D-WR H0.50D-WR H0.75D-WR
H1.00D-WS H1.25D-WS H1.50D-WS
Numerical analysis modeling
2.3 수치해석 모델링
수치해석은 다양한 지반해석이 가능한 범용 프로그램인 MIDAS GTS NX 3D를 사용하였고, 지반해석 모델은 대표적인 탄소성 모델인 Mohr-Coulomb (M-C)을 적용하였다. 해석영역(4.0D 이상) 및 경계조건(Roller 및 Hinge 조건)은 터널 굴착에 의한 영향이 발생되지 않도록 모델링에 반영하였다(Fig. 4). 특히, 강관 및 터널 강지 보 요소경계의 중첩 및 간섭에 의한 수치해석결과의 외곡을 배제시키기 위하여 강관과 강지보를 이격시켜 수치 해석 모델링에 반영하였다(Table 3).
또한, 실제 터널 갱구부 굴착 및 보강의 단계적인 시공순서를 수치해석에 반영하여 터널 갱구부 굴착에 의한 터
널 변형 및 응력 변화특성을 파악할 수 있도록 모사하였다(Table 4).
Fig. 4. Numerical analysis modeling
Table 4. Numerical analysis construction state
① Initial state ② Tunnel reinforcement
method ③ Tunnel excavation ④ Reinforcement of tunnel support
3. 수치해석 검토결과
본 검토는 각 검토조건(터널 보조공법 무보강 조건(CASE 1), 중첩보강 조건(CASE 2) 및 수평보강 조건 (CASE 3)) 의 최종 터널 굴착이 완료된 단계의 최대 천단침하, 내공변위 및 지보재 응력을 분석함으로써, 각 검토 조건의 터널 변위제어효과 및 지보재 응력발생 저감효과를 중점적으로 검토하였다.
3.1 터널 변형특성
3.1.1 터널 천단침하
터널 천단침하는 모든 검토조건(CASE 1, 2, 3)에서 토피고가 증가함에 따라, 선형적으로 증가하는 양상을 나
타냈다. 보조공법 무보강 구조(CASE 1)의 천단침하는 풍화암에서 1.84~8.94 mm, 풍화토에서 13.21~41.82 mm
가 발생되었고, 중첩보강 조건(CASE 2)의 천단침하는 풍화암에서 1.23~8.59 mm, 풍화토에서 7.60~35.35 mm
가 발생되었다. 또한, 수평보강 조건(CASE 3)의 천단침하는 풍화암에서 0.70~7.45 mm, 풍화토에서 3.82~23.56
mm 가 발생하는 것으로 검토되었다(Fig. 5). 동일 토피고(H)조건에서 지반강도 차이로 풍화암 대비 풍화토에서
약 3.2~7.2배의 천단침하량이 크게 발생되었으며, 토피고(H)조건 마다 다소 차이는 있지만, 보조공법 중첩보강
조건(CASE 2) 대비 수평보강조건(CASE 3)의 천단침하량이 약 12.8~28.6% 작게 발생되는 것으로 검토되었다.
(a) Weathered rock (b) Weathered soil Fig. 5. Tunnel crown settlement tendency
3.1.2 터널 내공변위
터널 내공변위(합변위)는 천단침하 발생경향과 같이 토피고가 증가함에 따라, 선형적으로 증가하는 양상을 나 타냈다. 풍화토 및 풍화암의 낮은 측압조건(K = 0.5), 불량한 강도특성 및 저토피구간(H = 0.25~1.50D) 변형특 성에 의하여 터널 내측방향 내공변위가 발생되는 것으로 분석되었다.
보조공법 무보강 조건(CASE 1)의 내공변위(합변위)는 풍화암에서 1.61~10.08 mm, 풍화토에서 6.65~31.01 mm 가 발생되었고, 중첩보강 조건(CASE 2)의 내공변위는 1.16~6.21 mm, 풍화토에서 4.06~16.11 mm가 발생 되었다. 또한, 수평보강조건(CASE 3)의 내공변위는 풍화암에서 0.90~4.80 mm, 풍화토에서 2.18~5.52 mm가 발생하는 것으로 검토되었다(Fig. 6). 동일 토피고(H)조건에서 지반강도 차이로 풍화암 대비 풍화토에서 약 1.06~4.13 배의 내공변위가 크게 발생되었으며, 토피고(H)조건 마다 다소 차이는 있지만, 천단침하 경향과 같이 보조공법 중첩보강 조건(CASE 2)대비 수평보강조건(CASE 3)의 내공변위가 약 13.9~37.8% 작게 발생되는 것 으로 검토되었다.
(a) Weathered rock (b) Weathered soil
Fig. 6. Tunnel Internal displacement tendency
3.2 터널 지보재 응력
3.2.1 숏크리트 휨압축응력
터널 변형특성과 같이 토피고(H) 증가에 따라 숏크리트 휨압축응력은 선형적으로 증가되는 경향을 나타냈다.
보조공법 무보강 조건(CASE 1)의 숏크리트 휨압축응력은 풍화암에서 2.34~11.73 MPa, 풍화토에서 3.37~13.78 MPa 이 발생되었고, 중첩보강 조건(CASE 2)의 숏크리트 휨압축응력은 풍화암에서 2.11~10.59 MPa, 풍화토에 서 2.96~12.07 MPa이 발생되었다. 또한, 수평보강 조건(CASE 3)의 풍화암에서 1.80~9.35 MPa, 풍화토에서 2.46~11.18 MPa 이 발생하는 것으로 검토되었다(Fig. 7). 숏크리트 휨압축응력은 풍화암 조건에서 보조공법 무 보강 조건(CASE 1)은 토피고(H) 11.8 m (1.00D), 중첩보강 조건(CASE 2)는 14.44 m (1.18D), 수평보강 조건 (CASE 3) 은 15.82 m (1.34D)에서 허용응력(8.4 MPa)을 상회하였고, 풍화토 조건에서 보조공법 무보강 조건 (CASE 1) 은 토피고(H) 10.20 m (0.86D), 중첩보강 조건(CASE 2)는 토피고(H) 11.86 m (1.00D), 수평보강 조건 (CASE 3) 은 토피고(H) 13.10 m (1.11D)에서 허용응력(8.4 MPa)을 상회하는 것으로 검토되었다.
동일 토피고(H)조건에서 지반강도 차이로 풍화암 대비 풍화토 지반에서 약 1.13~1.44배의 숏크리트 휨압축응 력이 크게 발생되는 것으로 분석되었고, 중첩보강 조건(CASE 2) 대비 수평보강 조건(CASE 3)의 숏크리트 휨압 축응력이 약 5.0~14.7% 작게 발생되는 것으로 검토되었다.
(a) Weathered rock (b) Weathered soil
Fig. 7. Tunnel shotcret bending stress tendency
3.2.2 강지보 휨응력
보조공법 무보강 조건(CASE 1)의 강지보 휨응력은 풍화암에서 62.47~206.06 MPa, 풍화토에서 96.69~306.81 MPa 이 발생되었고, 중첩보강 조건(CASE 2)는 풍화암에서 48.89~229.74 MPa, 풍화토에서 71.21~260.19 MPa 이 발생되었다. 또한, 수평보강 조건(CASE 3)은 풍화암에서 44.95~209.94 MPa, 풍화토에서 62.37~235.70 MPa 이 발생하는 것으로 검토되었다(Fig. 8).
강지보 휨응력은 풍화암 조건에서 무보강 조건(CASE 1)은 토피고(H) 13.5 m (1.14D), 중첩보강 조건(CASE 2)
는 토피고(H) 16.5 m (1.39D)에서 허용응력(210.0 MPa)을 상회하고, 수평보강 조건(CASE 3)은 허용응력(210.0
MPa) 을 만족하는 것으로 검토되었다. 또한, 풍화토 조건에서 무보강 조건(CASE 1)은 토피고(H) 11.5 m (0.94D), 중첩보강 조건(CASE 2)는 토피고(H) 13.9 m (1.18D), 수평보강 조건(CASE 3)은 토피고(H) 15.9 m (1.35D)에 서 허용응력(210.0 MPa)을 상회하는 것으로 검토되었다.
동일 토피고(H)조건에서 지반강도 차이로 풍화암 대비 풍화토 지반에서 약 1.37~1.55배의 강지보 휨응력이 크 게 발생되는 것으로 분석되었고, 보조공법 중첩보강 조건(CASE 2)대비 수평보강 조건(CASE 3)의 강지보 휨응 력이 약 4.7~11.1%작게 발생되는 것으로 검토되었다.
(a) Weathered rock (b) Weathered soil
Fig. 8. Tunnel steel rib bending stress tendency
3.3 검토결과 분석
기존 보조공법 중첩보강 조건(CASE 2)와 수평보강 조건(CASE 3)의 터널 변위 및 지보재 응력을 중점적으로 검토한 결과, 보조공법 중첩보강 조건(CASE 2) 대비 수평보강 조건(CASE 3)의 천단침하 및 내공변위는 각각 12.8~28.6% 및 13.9~37.8%, 숏크리트 휨압축응력 및 강지보 휨응력은 각각 5.0~14.7% 와 4.7~11.1% 큰 감소율 이 발생되는 것으로 검토되었다.
보조공법 수평보강 조건(CASE 3)이 변위(천단침하 및 내공변위) 및 지보재(숏크리트 및 강지보) 감소율이 상
대적으로 큰 것은 터널 반경방향을 기준으로 강관과 지보재가 직교하는 보강구조를 나타냄에 따라, 강관 및 지보
재(숏크리트 및 강지보)의 복합 지보력이 크게 발생된 반면, 기존 보조공법 중첩복강 조건(CASE 2)는 강관과 지
보재(숏크리트 및 강지보)가 경사방향(α = 15.0°) 이격되어 지지하는 보강구조를 나타냄에 따라 상대적으로 지
보재에 전달되는 지반하중이 크게 작용한 것으로 판단된다. 이러한 특성은 지반조건이 불량하고 토피조건이 큰
조건에서 보다 크게 발생하는 경향을 나타냄에 따라, 터널 갱구부 및 저토피구간과 같이 다양한 지형 및 불량한
지층구조를 나타내는 경우, 터널의 구조적 안정성 확보차원에서 보조공법 수평보강 조건(CASE 3)이 보다 효과
적인 보강방법으로 판단된다.
4. 터널 현장 설계 및 시공사례 검토
4.1 검토개요
상기 ｢4. 수치해석 검토결과｣의 보강방법조건(터널 보조공법 무보강 조건(CASE 1), 중첩보강 조건(CASE 2) 및 수평보강조건(CASE 3)) 검토 결과를 토대로 실제 터널 갱구 현장에 보조공법 수평보강 조건(CASE 3)을 적용 하여 터널 변형 및 지보재 응력변화 특성을 분석하여 연구결과의 적정성을 검증하였다. 터널 현장은 “○○~○○
철도건설사업 ○○터널”의 종점 갱구로 지반의 강도특성이 매우 불량한 풍화토, 풍화암 및 열수변질대가 깊은 심 도로 분포하고 갱구부에 근접된 마을주민의 극심한 민원해결을 수평방향 장심도 대구경 강관보강 그라우팅 (Ø216.3 mm, L = 34.0~37.0 m, θ = 180°, C.T.C (횡) 500 mm)을 적용하여 터널 갱구부 토공을 최소화되도록 설계 및 시공계획을 수립하였다(Fig. 9). 또한, 터널 시 ․ 종점 갱구부에서 수행된 지반조사 결과에 근거하여 지층 별 설계지반정수를 산정하여 터널 안정성 검토에 적용하였다(Table 5).
상기 터널 갱구부 보강계획의 안정성을 분석하기 위하여 터널 갱구부 수치해석 결과와 시공 중 측정된 계측자 료 분석을 수행하였다.
•Support pattern PD-7
- Drilling method: Ring cut split / L = 0.8 m - Shotcrete: 20 cm (temporary invert 10 cm) - Rock bolt: L = 4.0 m, C.T.C (L*/T*): 0.6 m/1.2 m - Steel rib: H-125/0.6 m
- Tunnel reinforcement method : Steel pipe reinforcement grouting (Ø216.3 mm, L = 34.0~37.0 m, θ = 180°, C.T.C (T*): 500 mm)
※ L*/T*: Longitudinal/Transverse
Fig. 9. ○○tunnel end point reinforcement plan
Table 5. Design ground constant Classification Unit weight
(kN/m
3)
Cohesion (c, kPa)
Internal friction angle (Ø, °)
Deformation modulus (E, MPa)
Poisson’s ratio ( ν)
Weathered soil 19 15 30 49 0.31
Weathered rock 20 30 32 260 0.30
Hydrothermal alteration 21 35 30 480 0.30
Rock mass rating
V 21 90 33 500 0.30
IV 23 380 34 1,900 0.28
III 25 800 38 7,500 0.24
4.2 검토결과 분석
